趙凱，姚曙光，姜成，邢藝

(1. 中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075；2. 中南大學(xué) 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410075；3. 廣州鐵路(集團(tuán))公司 廣州動(dòng)車段，廣東 廣州 510088)

目前，我國(guó)鐵路投入運(yùn)營(yíng)的動(dòng)車組已有 2 470組，動(dòng)車組運(yùn)能大、速度高，一旦發(fā)生碰撞事故后果不堪設(shè)想。國(guó)內(nèi)外針對(duì)列車事故開展車輛碰撞研究[1?3]，提出車輛結(jié)構(gòu)“耐撞性”設(shè)計(jì)需求以滿足在列車碰撞事故發(fā)生后將損失降到最小[4?6]。歐洲標(biāo)準(zhǔn)EN15227:2008+A1[7]認(rèn)為要求車體結(jié)構(gòu)在任何碰撞情況下都保證乘客安全不現(xiàn)實(shí)，車輛設(shè)計(jì)應(yīng)采取措施降低爬車風(fēng)險(xiǎn)，并且以可控方式吸收沖擊能量保證救生空間及乘客區(qū)域結(jié)構(gòu)完整性，同時(shí)降低碰撞過(guò)程減速度來(lái)實(shí)現(xiàn)被動(dòng)安全防護(hù)。英國(guó)、法國(guó)、德國(guó)和美國(guó)等國(guó)家均采用多級(jí)能量吸收系統(tǒng)來(lái)滿足車體被動(dòng)安全防護(hù)要求，只是具體結(jié)構(gòu)不同[8?13]。鐵道車輛多級(jí)能量吸收系統(tǒng)包括車鉤緩沖器，壓潰管及車端碰撞吸能結(jié)構(gòu)[2]，在碰撞發(fā)生時(shí)，列車頭部車鉤自動(dòng)連掛是保證車鉤緩沖器作為一級(jí)吸能系統(tǒng)發(fā)揮作用的必要先決條件。為保證動(dòng)車組高速運(yùn)行時(shí)具有良好的氣動(dòng)性能，動(dòng)車組頭部一般采用流線型端蓋將傳統(tǒng)列車上車鉤等外露設(shè)備包裹起來(lái)。端蓋一般設(shè)計(jì)為可開閉式，在調(diào)車作業(yè)，救援搶險(xiǎn)及重聯(lián)作業(yè)時(shí)端蓋開啟露出車鉤鉤頭，在高速運(yùn)行時(shí)通過(guò)開閉機(jī)構(gòu)閉合自鎖保證車體頭罩外形平整美觀[14]。碰撞事故發(fā)生瞬間通過(guò)主動(dòng)控制打開端蓋露出車鉤是不現(xiàn)實(shí)的，因此探究動(dòng)車組頭罩端蓋的耐撞性有助于改善動(dòng)車組被動(dòng)安全性能。由于復(fù)合材料輕質(zhì)高強(qiáng)，可設(shè)計(jì)性及整體成型性好，將其應(yīng)用在高速動(dòng)車組上可以滿足列車輕量化高速化的發(fā)展要求[15?16]。日本新干線高速列車、法國(guó)TGV高速列車和意大利ETR500型高速列車均大量采用復(fù)合材料(FPR)[17?18]。中國(guó)“韶”系列、“藍(lán)箭”、“中華之星”及上海明珠二號(hào)線地鐵列車頭罩均應(yīng)用了復(fù)合材料。玻璃纖維復(fù)合材料(GFRP)因其易腐蝕、耐磨損、易成型的特點(diǎn)通常被用來(lái)制造高速列車頭罩端蓋，克服了傳統(tǒng)金屬頭罩高成本、低精度、易磨損、難維修的缺點(diǎn)[19?20]。國(guó)內(nèi)外針對(duì)動(dòng)車組頭罩端蓋耐撞性開展的研究較少，多數(shù)研究集中在復(fù)合材料層合板抗沖擊性能。Schoeppner等[21]通過(guò)試件沖擊實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)載荷絕對(duì)值的突然下落與脫層的發(fā)展相對(duì)應(yīng), 證明了脫層閾值載荷的存在。Matemilola等[22]通過(guò)復(fù)合材料壓力容器受球頭落錘沖擊實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)第一個(gè)載荷絕對(duì)值的下落的基本原因是脫層，不同材料和結(jié)構(gòu)的形式存在對(duì)應(yīng)的閾值載荷。Hirai等[23]等針對(duì)編織的玻璃纖維層板展開實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)初始損傷載荷導(dǎo)致界面失效或者層板后表面附近基體裂紋。徐寶龍等[24]通過(guò)層板橫向沖擊試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)脫層失穩(wěn)載荷與試件鋪層結(jié)構(gòu)有關(guān)，發(fā)生脫層的界面具有相同的細(xì)觀剪切強(qiáng)度。依據(jù)EN12663-2000[25]中對(duì)鐵道車輛結(jié)構(gòu)的沖擊試驗(yàn)要求，展開玻璃纖維層合板低速?zèng)_擊試驗(yàn)，比選出最優(yōu)類型。通過(guò)動(dòng)車組頭罩端蓋樣件試制及沖擊試驗(yàn)，驗(yàn)證材料選型可行性，為動(dòng)車組端蓋制作提供工程參考。

1　GFRP層合板低速?zèng)_擊試驗(yàn)

1.1　GFRP層合板鋪層

通常情況下纖維增強(qiáng)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)形式一般為層合板(Laminate)的構(gòu)型[26]，每個(gè)單層由纖維和基體材料構(gòu)成，最終按照需要將一定數(shù)量的單層堆積固化形成層合板。通過(guò)改變單層纖維含量，纖維鋪層方向及各層間的相對(duì)角度可以改善層合板的力學(xué)性能。在復(fù)合材料層合板鋪層設(shè)計(jì)中，優(yōu)先采用對(duì)稱層合板，這樣可以消除層合板面內(nèi)與面外之間的耦合，并獲得較大的面內(nèi)剛度和面外扭轉(zhuǎn)剛度，而且易于成型。本文針對(duì)玻璃纖維提出3種不同構(gòu)造形式的層合板：?jiǎn)蜗蚶w維層合板、正交編織纖維層合板和短纖維層合板，層合板厚度均為 8 mm，層數(shù)為 8層。單向纖維層合板每單層纖維主方向一致，單層間纖維主方向成 90°夾角，鋪層方式為：(0°/90°/0°/90°)；編織纖維層合板每一層的纖維都是 0°/90°正交編織，橫向和縱向纖維量相當(dāng)；短纖維層合板每層纖維在工藝成形過(guò)程中隨機(jī)散列，單層間纖維主方向不同。

1.2　低速?zèng)_擊試驗(yàn)

低速?zèng)_擊試驗(yàn)在中南大學(xué)軌道交通安全實(shí)驗(yàn)室車輛部件碰撞試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，碰撞試驗(yàn)臺(tái)由剛性墻、試驗(yàn)線路、試驗(yàn)臺(tái)車、驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)(牽引回拉裝置)、制動(dòng)系統(tǒng)、電氣控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)構(gòu)成。根據(jù)歐盟的鐵道車輛車體結(jié)構(gòu)要求標(biāo)準(zhǔn) EN12663—2000中的沖擊試驗(yàn)要求[4]，結(jié)合碰撞事故場(chǎng)景統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，低速?zèng)_擊試驗(yàn)設(shè)計(jì)速度為9.0 km/h，試驗(yàn)臺(tái)車前端焊裝長(zhǎng)500 mm的鋼管帶車鉤鉤頭結(jié)構(gòu)模擬實(shí)際車鉤形態(tài)?？紤]到層合板非承載結(jié)構(gòu)，臺(tái)車調(diào)整配重至2.3 t，在工裝固定端焊接吸能圓管保證實(shí)驗(yàn)安全性。表1所示為層合板試件及沖擊試驗(yàn)參數(shù)。

表1　層合板沖擊試驗(yàn)參數(shù)Table 1　Impact test parameters of composite laminates

沖擊試驗(yàn)的數(shù)據(jù)采集部分由測(cè)力系統(tǒng)采集整個(gè)撞擊過(guò)程中撞擊力?時(shí)間曲線，高速攝影系統(tǒng)采集撞擊過(guò)程圖像序列。測(cè)力系統(tǒng)由美國(guó) Endevco 9393A壓電式測(cè)力傳感器及電荷放大器和數(shù)據(jù)采集器等主要設(shè)備組成,高速攝影系統(tǒng)由 2臺(tái)正交的高速攝影機(jī)(MEMRECAM HXLINK-3)組成，試驗(yàn)過(guò)程中以5 000幀/秒的速度捕捉碰撞過(guò)程序列圖。

2　破損性能評(píng)定方法

當(dāng)沖擊物開始接觸玻璃纖維層合板前表面時(shí)，就會(huì)產(chǎn)生層合板厚度方向上的壓縮應(yīng)力波，壓縮應(yīng)力波會(huì)沿著層合板的厚度方向傳播到層合板的背面,應(yīng)力波在層合板背面反射后又形成拉伸應(yīng)力波。這時(shí)，如果沖擊能量足夠大，拉伸應(yīng)力波產(chǎn)生的層間剪切應(yīng)力就會(huì)超過(guò)層合板結(jié)構(gòu)的層間剪切強(qiáng)度而產(chǎn)生分層破壞，與此同時(shí)，層合板變形形成的彎曲應(yīng)力波致使層間應(yīng)力的增大，形成明顯的分層損傷；如果沖擊能量大到使層合板內(nèi)纖維發(fā)生大規(guī)模斷裂失效，在沖擊接觸區(qū)域會(huì)形成明顯的損傷破壞區(qū)域，這時(shí)層合板材料結(jié)構(gòu)就會(huì)發(fā)生撕裂或穿透性破壞；當(dāng)層合板結(jié)構(gòu)在板平面內(nèi)各向性能差異明顯時(shí)容易產(chǎn)生撕裂破壞，當(dāng)各向性能接近時(shí)則容易產(chǎn)生穿透性破壞，并在沖擊后層合板結(jié)構(gòu)上留下明顯的穿透破壞孔。在軌道車輛領(lǐng)域，暫時(shí)還沒(méi)有關(guān)于復(fù)合材料動(dòng)車組端蓋被動(dòng)安全評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)?；趯?shí)際運(yùn)行中被動(dòng)安全防護(hù)要求，動(dòng)車組端蓋頭罩在碰撞發(fā)生時(shí)需呈現(xiàn)良好的破損形貌，不能影響列車車鉤連掛。本文針對(duì)上述要求提出復(fù)合材料層合板及動(dòng)車組端蓋的復(fù)合材料結(jié)構(gòu)破損性能評(píng)定方法：

1) 破損模式主要通過(guò)碰撞過(guò)程中材料的動(dòng)態(tài)破壞狀態(tài)和材料最終的破壞形態(tài)來(lái)評(píng)定。主要從以下幾種模式來(lái)分析：穿透性破壞、撕裂性破壞、基體剪切、纖維斷裂、分層破壞以及上述各種破壞模式的耦合破壞等；同時(shí)要分析碰撞過(guò)程中材料在厚度方向上的彎曲變形幅度，因?yàn)檫^(guò)大的彎曲變形容易造成破壞的碎片大量進(jìn)入車鉤的鉤體凹錐孔內(nèi)，影響車鉤連掛。

2) 破損形貌通過(guò)材料碰撞破壞后呈現(xiàn)的最終形態(tài)來(lái)評(píng)定，評(píng)定內(nèi)容有：是否有穿透孔，穿透孔形狀、大小，散落的碎片大小，層合板破壞處纖維形態(tài)。層合板和動(dòng)車組端蓋結(jié)構(gòu)在碰撞后出現(xiàn)較大的穿透孔、散落細(xì)小的碎片、破壞處纖維斷裂徹底并無(wú)雜亂的纖維束纏繞等破損形貌是比較理想的材料結(jié)構(gòu)。

3) 材料破壞的難易程度主要通過(guò)等能量撞擊下材料破壞過(guò)程中撞擊力動(dòng)態(tài)響應(yīng)情況來(lái)評(píng)定，同等能量撞擊下撞擊力峰值越大材料越難發(fā)生破壞，撞擊響應(yīng)時(shí)間越長(zhǎng)說(shuō)明材料越難發(fā)生破壞且材料彎曲變形越大。

3　層合板破損性能評(píng)價(jià)

層合板沖擊試驗(yàn)中以相同沖擊能量分別撞擊 3種不同構(gòu)造形式的玻璃纖維層合板，試驗(yàn)參數(shù)記錄于表2中。

3.1　破損模式分析

通過(guò)分析沖擊試驗(yàn)動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程(如圖1)，發(fā)現(xiàn)編織纖維層合板主要以變形為主并向內(nèi)凹陷，內(nèi)部結(jié)構(gòu)逐漸失效破壞，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度剛度退化，T=20 ms時(shí)模擬車鉤鉤頭已完全侵入層合板，層合板被沖擊區(qū)域材料結(jié)構(gòu)完全失效，發(fā)生穿透破壞；短纖維層合板主要以變形為主，伴有表面可見的組織脆裂，內(nèi)部結(jié)構(gòu)也逐漸發(fā)生失效破壞，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度剛度退化，T=20 ms時(shí)大部分侵入層合板，層合板被沖擊區(qū)域材料結(jié)構(gòu)完全失效，發(fā)生穿透破壞；單向纖維層合板主要以變形為主并向內(nèi)凹陷，內(nèi)部結(jié)構(gòu)也逐漸發(fā)生失效破壞，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度剛度退化，T=20 ms時(shí)模擬車鉤鉤頭部分侵入層合板，層合板被沖擊區(qū)域沿一側(cè)撕裂，同時(shí)層合板上側(cè)邊角發(fā)生層裂現(xiàn)象；層合板被穿透后，上下側(cè)都發(fā)生明顯的層裂，沖擊接觸區(qū)域板材呈現(xiàn)中心發(fā)散狀散裂現(xiàn)象。對(duì)比3種層合板材料的破壞模式，表明編織纖維層合板和短纖維層合板能滿足動(dòng)車組端蓋材料的被動(dòng)安全要求。

表2　試驗(yàn)參數(shù)Table 2　Test parameters

圖1　不同類型纖維層合板受沖擊動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程Fig. 1　Collision responses of different composite laminates

3.2　破損形貌分析

沖擊試驗(yàn)后3種不同玻璃纖維構(gòu)造形式層合板的破損形貌如圖2所示。編織纖維層合板受沖擊后呈現(xiàn)出210 mm左右的圓形穿透孔，孔徑稍大于臺(tái)車模擬車鉤鉤頭直徑，穿透孔周邊纖維斷裂比較規(guī)整，穿透破壞孔面積仍大于沖頭端部橫截面積，破壞區(qū)域的材料結(jié)構(gòu)受沖擊形成細(xì)小碎屑；短纖維層合板受沖擊后基體剪切現(xiàn)象明顯，呈現(xiàn)出類正方形破孔，破孔邊長(zhǎng)為200 mm，左右方向?qū)蔷€長(zhǎng)為250 mm，穿透部分散裂為5片較大尺寸碎片，最大碎屑面積約為穿透破壞孔面積的 1/2。單向纖維層合板被模擬車鉤撞穿撕裂，沖擊過(guò)程中未產(chǎn)生破孔，僅從碰撞點(diǎn)向右側(cè)擴(kuò)展為嚴(yán)重的撕裂現(xiàn)象，同時(shí)向四周散裂開來(lái)，層合板表面出現(xiàn)層裂剝皮現(xiàn)象，部分纖維被扯出，形成大尺寸纖維斷頭，有交織纏繞現(xiàn)象，無(wú)法規(guī)整剝離。

圖2　層合板的破損形貌Fig. 2　Morphology of composite laminates

對(duì)比3者破損形貌發(fā)現(xiàn)，單向纖維的撕裂破壞及纖維斷頭會(huì)影響車鉤連掛；短纖維層合板受沖擊產(chǎn)生碎屑尺寸較大，如果飛濺到車鉤鉤體凹錐孔內(nèi)對(duì)車鉤連掛影響較大；編織纖維產(chǎn)生的碎屑尺寸很小，即使進(jìn)入到車鉤鉤體錐孔內(nèi)對(duì)車鉤連掛影響相對(duì)較小，編織纖維受沖擊形成的穿透孔的大小和規(guī)則程度較短纖維層合板更好，此外，從結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)角度來(lái)考慮，同等厚度的層合板編織纖維的強(qiáng)度比短纖維的更大，滿足相同運(yùn)行強(qiáng)度時(shí)，采用編織纖維層合板更符合結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)趨勢(shì)。

3.3　破損難易程度分析

沖擊試驗(yàn)采用空氣炮作為驅(qū)動(dòng)裝置,試驗(yàn)設(shè)計(jì)速度為9.0 km/h，實(shí)際速度最大偏差6%，在允許范圍內(nèi)。試驗(yàn)結(jié)果及相關(guān)量計(jì)算值記錄在表3中。

表3　不同類型纖維層合板沖擊試驗(yàn)結(jié)果Table 3　Impact test results of different composite laminates

單向纖維層合板初始破壞撞擊力為304 kN，明顯大于編織纖維(232 kN)和短纖維層合板(243 kN)，編織纖維和短纖維層合板的初始破壞撞擊力值大小相當(dāng)；層合板受沖擊響應(yīng)過(guò)程中，單向纖維層合板峰值撞擊力為 426 kN，編織纖維層合板次之為366 kN，短纖維層合板最小為318 kN，因此短纖維最容易被撞穿，編織纖維次之，單向纖維強(qiáng)度剛度最大。

對(duì)比 3種層合板受沖擊作用下撞擊力-時(shí)間響應(yīng)曲線(圖 3(a)所示)，發(fā)現(xiàn)編織纖維層合板響應(yīng)時(shí)間稍大于短纖維層合板均在50 ms左右，單向纖維層合板撞擊力響應(yīng)時(shí)間為70 ms。整個(gè)沖擊過(guò)程，模擬車鉤最先接觸層合板形成第1個(gè)波動(dòng)區(qū)域，撞擊力迅速上升至第一個(gè)峰值，此時(shí)層合板接觸區(qū)域發(fā)生部分穿透；隨后穿透孔繼續(xù)擴(kuò)大，模擬車鉤穿過(guò)層合板與工裝內(nèi)置蜂窩夾芯三明治吸能結(jié)構(gòu)接觸形成第2個(gè)波動(dòng)區(qū)域；最后在第3個(gè)波動(dòng)區(qū)域，臺(tái)車前端與工裝預(yù)置吸能圓管接觸，撞擊力逐漸下降為0 kN，撞擊過(guò)程基本完成。

通過(guò)第Ⅰ個(gè)波動(dòng)區(qū)域的撞擊力?時(shí)間曲線(圖3(b)所示)，發(fā)現(xiàn)3種層合板材料彈性變形時(shí)間區(qū)間基本相等；從材料屈服到材料穿透或撕裂破壞時(shí)間區(qū)間長(zhǎng)度來(lái)看，編織纖維和短纖維層合板基本相等，單向纖維層合板最長(zhǎng)。

對(duì)比3種層合板各項(xiàng)性能評(píng)價(jià)結(jié)果(表4所示)，發(fā)現(xiàn)單向纖維層合板在破壞模式、破損形貌以及破壞難易程度等方面的性能均較差，編織纖維及短纖維在破壞模式和響應(yīng)時(shí)間方面兩者性能基本相當(dāng)，但短纖維層合板的破損時(shí)碎屑尺寸較大，進(jìn)入車鉤鉤體凹錐孔內(nèi)會(huì)嚴(yán)重影響車鉤連掛。編織纖維層合板的各方面性能均為優(yōu)良或一般，滿足要求。

圖3　3種層合板撞擊力-時(shí)間響應(yīng)曲線Fig. 3　Force-time response of different composite laminates

表4　層合板各項(xiàng)性能評(píng)價(jià)結(jié)果Table 4　Various property targets comparison of different composite laminates

4　動(dòng)車組端蓋樣件試驗(yàn)驗(yàn)證

動(dòng)車組端蓋樣件驗(yàn)證試驗(yàn)裝置如圖4(a)所示，試驗(yàn)臺(tái)車質(zhì)量25 t，臺(tái)車前端焊接動(dòng)車組端蓋樣件，端蓋將車鉤封閉在內(nèi)模擬碰撞事故情景(圖 4(b))。剛性墻處加裝特制工裝(圖 5(c)所示)模擬對(duì)撞端車鉤形態(tài)，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)與層合板低速?zèng)_擊試驗(yàn)相同。

沖擊試驗(yàn)實(shí)際速度為7.2 km/h，沖擊動(dòng)能為50 kJ。通過(guò)撞擊力?時(shí)間響應(yīng)曲線(圖5)發(fā)現(xiàn)，初始撞擊力為396 kN，最大撞擊力峰值為860 kN，整體響應(yīng)時(shí)間約為150 ms。

圖4　試驗(yàn)裝置Fig. 4　Test device

圖5　撞擊力?時(shí)間曲線Fig. 5　Force-time response

動(dòng)車組端蓋樣件受低速?zèng)_擊作用后產(chǎn)生類似矩形的穿透破壞孔(圖 6(a))，碎屑尺寸細(xì)小，穿透破壞孔孔邊輪廓規(guī)整(圖 6(b))，破孔邊界纏繞的纖維束很少，孔邊其他區(qū)域發(fā)生了部分基體剝離現(xiàn)象(圖 6(c))，結(jié)構(gòu)剛度發(fā)生退化。低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)后，車鉤鉤頭凹錐孔結(jié)構(gòu)及模擬工裝內(nèi)均為發(fā)現(xiàn)大尺寸碎屑進(jìn)入(圖 6(d))。整個(gè)沖擊過(guò)程端蓋樣件未產(chǎn)生大撓度彎曲就發(fā)生穿透現(xiàn)象，滿足動(dòng)車組端蓋被動(dòng)安全防護(hù)要求。

圖6　端蓋樣件沖擊試驗(yàn)結(jié)果Fig. 6　Impact test results of sample parts

5　結(jié)論

1) 結(jié)合復(fù)合材料層板及端蓋樣件沖擊試驗(yàn)結(jié)果，提出以復(fù)合材料端蓋的破損形貌，破損難易程度及穿透破壞響應(yīng)時(shí)間等參數(shù)作為其耐撞性評(píng)價(jià)指標(biāo)，為動(dòng)車組頭罩端蓋選材設(shè)計(jì)提供參考。

2) 通過(guò) 3種構(gòu)造形式復(fù)合材料層合板低速?zèng)_擊試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)編織纖維層合板受沖擊作用時(shí)，整體響應(yīng)時(shí)間短，可以保證材料未發(fā)生大撓度變形時(shí)就產(chǎn)生穿透損傷形貌。同時(shí)，穿透形貌輪廓規(guī)整，無(wú)纖維交織纏繞，碎屑尺寸細(xì)小，滿足動(dòng)車組端蓋被動(dòng)安全要求。

3) 利用編織纖維材料試制動(dòng)車組端蓋頭罩。通過(guò)端蓋樣件低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)表明：動(dòng)車組以7.2 km/h速度撞擊靜止列車時(shí)，端蓋可以產(chǎn)生大小允許車鉤穿過(guò)的損傷破孔，且碎屑尺寸細(xì)小不影響車鉤連掛。

參考文獻(xiàn)：

[1] 張振淼, 逄增禎. 軌道車輛碰撞能量吸收裝置原理及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)(待續(xù))[J]. 國(guó)外鐵道車輛, 2001, 38(3): 13?19.ZHANG Zhenmiao, PANG Zengzhen. Principles and structure design of collision energy absorption equipment for rail cars (To Be Continued)[J]. Foreign Rolling Stock,2001, 38(3): 13?19.

[2] LU G. Energy absorption requirement for crashworthy vehicles[J]. Journal of Rail and Rapid Transit, 2002,216(F3): 31?39.

[3] Tyrell D, Severson K, Marquis B. Crashworthiness of passenger trains:Safety of high-speed ground transportation systems[R].WashingtonDC:US Department of Transportation, 1998.

[4] 謝素明, 兆文忠, 閆雪冬. 高速車輛大變形碰撞仿真基本原理及應(yīng)用研究[J]. 鐵道車輛, 2001, 39(8):1?4.XIE Suming, ZHAO Wenzhong, YAN Xuedong.Fundamental principles and application research on simulation of coll ision with large deformation of high speed cars[J]. Rolling Stock, 2001, 39(8): 1?4.

[5] 單其雨, 肖守訥, 陽(yáng)光武. 車輛吸能裝置結(jié)構(gòu)的耐碰撞性研究[J]. 鐵道機(jī)車車輛, 2009, 29(6): 7?9.SHAN Qiyu, XIAO Shoune, YANG Guangwu. Research on crashworthiness of vehicle energy absorber structures[J]. Railway Locomotive & Car, 2009, 29(6): 7?9.

[6] 房加志, 劉金朝, 焦群英, 等. 鐵路客車結(jié)構(gòu)大變形碰撞特性的仿真研究[J]. 中國(guó)農(nóng)業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2004, 9(4):76?78.FANG Jiazhi, LIU Jinzhao, JIAO Qunying, et al.Simulation of collision characteristics of train vehicle with large deformation[J]. Journal of China Agricultural University, 2004, 9(4): 76?78.

[7] EN 15227: 2008+A1:2010, Railway applicationscrashworthiness requirements for railway vehicle bodies[S].

[8] 張振淼, 逄增禎.軌道車輛碰撞能量吸收裝置原理及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)(續(xù)完)[J]. 國(guó)外鐵道車輛, 2001, 38(4): 16?19.ZHANG Zhenmiao, PANG Zengzhen. Principles and structure design of collision energy absorption equipment for rail cars[J]. Foreign Rolling Stock, 2001, 38(4): 16?19.

[9] Kirkpatrick S W, Schroeder M, Simons J W. Evaluation of passenger rail vehicle crashworthiness[J]. International Journal of Crash Worthiness, 2001, 6(1): 95?106.

[10] Frank Müller. Manufacture of light rail vehicles[J].Foreign Rolling Stock, 2000, 3(5): 7?11.

[11] Wilfried Wolter, 閻鋒. 鐵道車輛的防碰撞要求、設(shè)計(jì)原理和初步結(jié)果[J]. 國(guó)外鐵道車輛, 2004, 41(2): 23?30.Wilfried Wolter, YAN Feng. Requirements, design principles and initial results of crashworthy rail vehicles[J]. Foreign Rolling Stock, 2004, 41(2): 23?30.

[12] Langseth M, Hopperstad O S, Berstad T. Crashworthiness of aluminium extrusions: validation of numerical simulation, effect of mass ratio and impact velocity[J].International Journal of Impact Engineering, 1999, 22(9):829?854.

[13] 田紅旗, 周丹, 許平. 列車空氣動(dòng)力性能與流線型頭部外形[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué), 2006, 27(3): 47?55.TIAN Hongqi, ZHOU Dan, XU Ping. Aerodynamic performance and streamlined head shape of train[J].China Railway Science, 2006, 27(3): 47?55.

[14] 蔣鞠慧, 陳敬菊. 復(fù)合材料在軌道交通上的應(yīng)用與發(fā)展[J]. 玻璃鋼復(fù)合材料, 2009, 5(6): 81?85.JIANG Juhui, CHEN Jingju. Applications and development of composites in railway transportation[J].Fiber Reinforced Plastics Composites, 2009, 5(6): 81?85

[15] 王明猛, 肖守訥, 陽(yáng)光武, 等. 碳纖維復(fù)合材料在高速列車頭罩上的應(yīng)用研究[J]. 電力機(jī)車與城軌車輛,2015, 38(增): 53?57.WANG Mingmeng, XIAO Shoune, YANG Guangwu, et al. Application and research of carbon fiber composite materials invehicle hood of high-speed train[J]. Electric Locomotives & Mass Transit Vehicles, 2015, 38(Suppl):53?57.

[16] 孫春方, 薛元德, 李文曉. 復(fù)合材料在現(xiàn)代軌道車輛制造中的應(yīng)用[J]. 城市軌道交通研究, 2005, 8(2): 74?76.SUN Chunfang, XUE Yuande, LI Wenxiao. The composite materials for railway train manufacture[J].Urban Mass Transit, 2005, 8(2): 74?76.

[17] 楊永勤, 孫加平, 張麗榮, 等. 淺析復(fù)合材料在高速動(dòng)車組上的應(yīng)用[J]. 鐵道車輛, 2014, 52(5): 20?22.YANG Yongqin, SUN Jiaping, ZHANG Lirong, et al.Analysis of the application of composite materials on high speed multiple units[J]. Rolling Stock, 2014, 52(5):20?22.

[18] 劉曉波, 楊穎. 碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料在軌道車輛中的應(yīng)用[J]. 電力機(jī)車與城軌車輛, 2015, 38(4): 72?76.LIU Xiaobo, YANG Ying. Application of carbon fiber-reinforced polymer in rail vehicle[J]. Electric Locomotives & Mass Transit Vehicles, 2015, 38(4): 72?76.

[19] 丁叁叁, 田愛琴, 王建軍, 等. 高速動(dòng)車組碳纖維復(fù)合材料應(yīng)用研究[J]. 電力機(jī)車與城軌車輛, 2015, 38(增):1?8.DING Sansan, TIAN Aiqin, WANG Jianjun, et al.Research on application of carbon fiber composite in high speed EMUs[J]. Electric Locomotives & Mass Transit Vehicles, 2015, 38(Suppl): 1?8.

[20] Coulter J P, Guceri S I. Resin impregnation during the manufacturing of composite materials subject to prescribed injection rate[J]. Journal of Reinforced Plastics& Composites, 1988, 7(3): 200?219.

[21] Schoeppner G A, Abrate S. Delamination threshold loads for low velocity impact on composite laminates[J].Composites Part A Applied Science & Manufacturing,2000, 31(9): 903?915.

[22] Matemilola S A, Stronge W J. Low-speed impact damage in filament-wound CFRP composite pressure vessels[J].Journal of Pressure Vessel Technology, 1997, 119(4):435?443.

[23] Hirai Y, Hamada H, Kim J K. Impact response of woven glass-fabric composites—I: Effect of fibre surface treatment[J]. Composites Science & Technology, 1998,58(1): 91?104.

[24] 徐寶龍, 虞吉林. 低速撞擊下正交型纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層板的脫層研究[J]. 實(shí)驗(yàn)力學(xué), 2004, 19(2): 163?169.XU Baolong, YU Jilin. A study on the delamination of glass/epoxy laminates under low velocity impact[J].Journal of Experimental Mechanics, 2004, 19(2): 163?169.

[25] EN12663—2000,Railway applications-structural requirements of railway vehicle bodies[S].

[26] Gurdal Z, Haftka R T, Hajela P. Design and optimization of laminated composite materials[M]. New York: Wiley-Interscience, 1999.